張 利，郭 泉，曾令東，戴 超

（1.海軍航空工程學院七系，山東 煙臺 264001；2.91515部隊，海南 三亞 572016）

0 引言

大型艦船、洞庫和地鐵等獨立電力系統(tǒng)通常容量較大，同時又具有電氣距離短，線路阻抗低的特點。因此，其短路電流上升率很高，可達到20A/μs以上，通常在幾ms 內(nèi)就能上升到峰值[1-2]。傳統(tǒng)的框架式斷路器的分斷時間通常在10 ms 左右，巨大的短路電流將使得斷路器在分斷時強烈拉弧，觸頭嚴重燒蝕，大大縮短了斷路器的使用壽命，降低了系統(tǒng)的安全性與可靠性。所以，必須采用分斷速度很高的裝置對短路電流進行限制和分斷，目前技術(shù)最為成熟、使用最為廣泛的方式是利用猛炸藥產(chǎn)生的爆轟波做功來切斷電路[3-4]。由于猛炸藥含能密度高、能量釋放快且控制簡單，其分斷速度相對于一般的機械儲能機構(gòu)而言具有無法比擬的優(yōu)勢，通常從發(fā)出指令到開始分斷只需要100 μs 左右，全分斷時間在2 ms 內(nèi)。

由于爆炸式高速分斷機構(gòu)優(yōu)越的特性，從上世紀50年代至今，國內(nèi)外研究機構(gòu)對其開展了大量的研究工作并研制出了多種結(jié)構(gòu)形式的爆炸式高速分斷機構(gòu)[5-7]。比較有代表性的有ABB 公司的爆炸橋式高速器Is-Limter、Ferraz 公司的爆炸活塞式高速器Pyristor和G&W 公司的爆炸母線式高速器CLip。從發(fā)展歷史來說，Is-limiter 出現(xiàn)最早，于1952年在德國開發(fā)成功。CLip 于20世紀70年代中期由美國的Phoenix Electric Corporation 開發(fā)，英國電力研究所EPRI在70年代后期對其進行了進一步的研究。Pyristor 出現(xiàn)較晚，最早的文獻報道為1984年。國內(nèi)對于爆炸式高速分斷機構(gòu)的研究起步較晚，出于市場需求或研究需要，一些公司和科研院所對國外產(chǎn)品進行了仿制和研究[8-14]。

本文針對艦船、洞庫和地鐵等應用環(huán)境溫濕度高、空間密閉不易散熱等特點，從溫升和分斷特性兩個方面綜合考慮，已設計出適用于獨立電力系統(tǒng)的大容量爆炸橋式高速分斷機構(gòu)，并通過樣機試驗對所得出的結(jié)論進行驗證。

1 溫升及動力學模型

爆炸橋式高速分斷機構(gòu)的結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括接線端子1和6、絕緣外殼2、橋體3、電起爆器及炸藥4、法蘭5。爆炸橋體結(jié)構(gòu)圖如圖2所示，主要包括橋管壁1、徑向引導凹槽2和軸向引導窄縫3、內(nèi)腔4，炸藥安裝在內(nèi)腔靠近徑向引導槽的位置。當炸藥引爆時，橋管受爆轟波的作用向外膨脹，徑向引導槽位置應力最為集中并最先斷裂，橋管被軸向引導窄縫分成多瓣向兩側(cè)翻轉(zhuǎn)，從而達到形成開距分斷電路的目的。由于爆炸橋式高速分斷機構(gòu)中接線端子的截面是根據(jù)其額定電流來設計的，通常為2 A/mm2，設計中需要確定的主要參數(shù)有：橋管長度、橋管外徑和內(nèi)徑、徑向引導凹槽的深度和寬度。此外，整個機構(gòu)中最為關(guān)鍵的參數(shù)就是裝藥量多少。本小節(jié)首先采用有限元分析軟件建立起爆炸橋式高速分斷機構(gòu)的溫升模型和動力學模型，在此基礎(chǔ)上對上述幾個參數(shù)仿真和計算，以得到參數(shù)的設計依據(jù)。

圖1 爆炸橋式高速分斷機構(gòu)結(jié)構(gòu)圖

圖2 橋體結(jié)構(gòu)圖

1.1 溫升模型

為了便于分析，首先對爆炸橋式高速分斷機構(gòu)的溫升模型進行如下假設：

1)由于機構(gòu)本身為軸對稱結(jié)構(gòu)，可近似認為垂直于軸的截面是等溫面，溫度僅沿軸向變化，僅建立1/2模型，而將中心面設定為絕熱。這樣既可以節(jié)省計算時間，還可以方便地看到機構(gòu)內(nèi)部尤其是裝藥處的溫升分布；

2)機構(gòu)在實際工作過程中，兩側(cè)均連接了較長的匯流排，這是機構(gòu)最主要的散熱途徑。為便于對比，按照國軍標中關(guān)于溫升試驗的相關(guān)規(guī)定，在機構(gòu)兩端各連接與額定電流相對應截面的3 m 長匯流排，忽略連接處的接觸電阻和接觸熱阻；

3)把機構(gòu)、匯流排及周圍空氣作為一個系統(tǒng)進行考慮，將匯流排表面的輻射換熱和對流換熱進行綜合，并根據(jù)試驗結(jié)果對等效換熱系數(shù)進行擬合。

經(jīng)過上述假設之后，可以比較方便地建立爆炸橋式高速分斷機構(gòu)的溫升模型。根據(jù)傳熱學原理，機構(gòu)溫升穩(wěn)定后的能量平衡公式[9]如下：

式(1)、(2)中：T為溫升；K為導熱系數(shù)；S為截面積；P為截面周長；I為電流；ρ為電阻率；hr為等效換熱系數(shù)。

由于爆炸橋式高速分斷機構(gòu)的形狀不是規(guī)則和均勻的，且溫升計算過程是非線性的，因此其穩(wěn)態(tài)溫升適合采用有限元分析軟件來進行求解。本文采用有限元分析軟件ANSYS 對其進行求解，模型選用SOLID69 熱電耦合單元，單元形狀為8節(jié)點六面體，有溫度、電位兩個自由度。設材料屬性時采用純銅材料的物理參數(shù)，密度為8 900 kg/m3，比熱容234 J/(kg?K)，考慮電阻率及熱導率隨溫度的變化，以表格的方式輸入在不同溫度下的值，在20℃時的電阻率為1.694×10-6??cm，200℃時的電阻率為2.93×10-6??cm。仿真模型如圖3所示

圖3 仿真模型及云圖

1.2 動力學模型

本文采用顯式動力分析軟件LS-DYNA970 建立裝置的動力學模型，見圖4。與溫升模型相同，為提高效率，首先對動力學模型進行簡化：①模型中不包括不參與分斷過程的部件，如：外殼和兩側(cè)接線端子等，僅考慮橋體、炸藥和空氣3部分，并在此基礎(chǔ)上對模型進行一定的簡化；②由于爆炸橋體為圓柱形結(jié)構(gòu)，可將其簡化為厚度為2 mm的切片，并在兩側(cè)施加y方向的位移約束；③分斷過程中可認為橋體兩端銅盤在外殼和接線端子的固定作用下是不動的，通過施加x和z方向的位移約束來體現(xiàn)。

本文中對金屬部件采用Lagrange算法，空氣和炸藥采用Euler算法，橋體和炸藥之間采用流固耦合算法。

圖4 爆炸橋式高速分斷機構(gòu)動力學模型

2 仿真及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 橋管長度影響分析

橋管長度(設為a)一定程度上決定了分斷機構(gòu)的開距，機構(gòu)電壓等級越高，所要求的開距就越大，橋管長度也越長。本小節(jié)利用前面所建立的模型，分析橋管長度的變化對溫升和分斷特性的影響，從而為該參數(shù)的選取提供依據(jù)。其中溫升特性考察橋管中央裝藥處溫升T和機構(gòu)電阻2個指標，分斷特性上主要考察分斷時間和分斷速度2個指標。共進行了5組不同橋管長度的仿真，模型中橋管長度分別為40 mm、60 mm、80 mm、100 mm、120 mm。

圖5為橋體溫升及機構(gòu)電阻隨橋管長度變化曲線，從曲線中可以看出，溫升和電阻大致上隨橋管長度增大呈線性上升，當橋管長度為120 mm時，裝藥處的溫升達到了43 K，超過了預期值。

圖5 溫升及電阻與橋體長度關(guān)系曲線

圖6為機構(gòu)的分斷時間和分斷速度隨橋管長度變化的曲線，從圖中可以看出，隨著橋管長度的增大，分斷時間明顯延長，分斷速度也顯著下降。分析其主要原因是炸藥爆炸所產(chǎn)生的爆炸壓強與爆炸室的容積有關(guān)，相同炸藥量下容積越大，爆炸壓強越小，橋管壁所受的作用力也越小，從而導致了分斷時間延長，分斷速度下降。

圖6 分斷時間及速度與橋體長度關(guān)系曲線

綜上所述，設計中橋管長度應該越短越好，既可以降低電阻又可以縮短分斷時間、提高分斷速度。因此，橋體的長度取值可以在滿足開距的前提下取最小值。

2.2 橋管內(nèi)外徑影響分析

橋管的內(nèi)徑和外徑?jīng)Q定了橋體的截面積，因此對機構(gòu)溫升影響較大；此外，橋管內(nèi)徑?jīng)Q定了內(nèi)腔的大小，一定程度上影響著炸藥起爆后的爆壓，橋管的厚度也影響著分斷時間和分斷速度。因此，有必要深入研究這兩個參數(shù)對于機構(gòu)特性的影響。共進行5組仿真，其中1～3組內(nèi)徑不變外徑增大，3～5組外徑不變內(nèi)徑增大。

橋管內(nèi)外徑變化對機構(gòu)溫升、電阻、分斷時間和分斷速度等性能的影響如表1所示，橋管內(nèi)外徑差越大，即截面積越大，溫升越低電阻越小。在橋管厚度相同的情況下，內(nèi)徑越小分斷時間越短，分斷速度越高。其原因前面已經(jīng)分析過，內(nèi)徑越小內(nèi)腔容積越小，從而炸藥爆炸產(chǎn)生的爆壓越高，對橋管壁的作用力也越大。

因此，設計中在溫升允許的前提下，應該盡可能地減小橋管壁的厚度以及橋管的內(nèi)徑，這樣可以有效縮短分斷時間。

表1 橋管內(nèi)外徑變化仿真結(jié)果

2.3 徑向引導凹槽寬度及厚度影響分析

徑向引導凹槽是橋管中最薄弱的環(huán)節(jié)，額定通流下其電流密度最高，分斷過程中應力最為集中，使得橋管最先從該處斷裂。因此，凹槽的尺寸對整個裝置的影響較大，必須進行深入研究。本小節(jié)同樣通過5組仿真來分析引導凹槽的寬度及厚度變化對機構(gòu)性能的影響。其中1～3組保持凹槽厚度不變，改變凹槽寬度，3～5組保持凹槽寬度不變，改變凹槽厚度，由此來觀察這兩個參數(shù)的變化對裝置特性的影響。

表2為溫升及分斷特性仿真結(jié)果，從仿真結(jié)果可以得出如下結(jié)論：徑向引導凹槽的尺寸變化對溫升及電阻的影響很小，幾乎可以忽略，設計中可以不用考慮。凹槽的寬度變化對分斷時間和分斷速度影響很小，說明分斷時間和分斷速度主要由截面積決定，而凹槽的厚度變化對分斷時間和分斷速度的影響較大，厚度越大分斷時間越長，分斷速度越慢。

綜上所述，設計中可減小凹槽厚度以獲得較快的分斷速度，同時考慮到橋管的機械強度，可采用較小的凹槽寬度。

表2 徑向引導凹槽影響仿真結(jié)果

2.4 裝藥量分析與計算

為了選取一個較為合適的裝藥量，本小節(jié)利用所建立的動力學模型對不同裝藥量下機構(gòu)的分斷特性進行仿真研究。

表3為不同裝藥量下機構(gòu)的分斷時間和分斷速度仿真結(jié)果，從結(jié)果中可以看出，隨著裝藥量增大，機構(gòu)的分斷時間縮短，分斷速度提高，但變化趨勢越來越不明顯。也就是說，裝藥量并不是越大越好，還要綜合考慮安全等因素，裝藥量過大會導致橋瓣斷裂，甚至使得外殼破裂，危及周邊設備及人身安全。

表3 不同裝藥量下機構(gòu)的分斷特性

3 樣機設計與實驗

根據(jù)前面所得出的結(jié)論設計了380V/2 500A 爆炸橋式高速分斷結(jié)構(gòu)參數(shù)為：外徑50 mm，內(nèi)徑30 mm，長度80 mm，徑向引導凹槽寬度2 mm，厚度1 mm。溫升仿真結(jié)果如圖7所示，裝藥處溫升為38.3 K，電阻為8.5 μ?。分斷時間為210 μs，橋瓣翻轉(zhuǎn)到位時間約為1 112 μs。

圖7 溫升仿真結(jié)果

分斷試驗如圖8所示，爆炸式限流分斷機構(gòu)，470 ? 電阻R和DC9V 電源構(gòu)成了一個回路。分斷機構(gòu)由點火開關(guān)K 控制給出觸發(fā)信號，觸發(fā)板上電容瞬間脈沖放電，由觸發(fā)板上脈沖變壓器輸出給起爆雷管，引爆炸藥并使機構(gòu)分斷。觸發(fā)電容采用2個47 μF/450 V 電解電容并聯(lián)，充電至220 V。示波器的3個測量通道分別連到觸發(fā)裝置點火開關(guān)K 兩端、分斷機構(gòu)起爆雷管點火線兩端以及電阻兩端測量各自電壓，通過記錄3個信號的波形來確定從點火信號發(fā)出到炸藥起爆的時間以及炸藥起爆到分斷機構(gòu)斷開的時間。

圖8 爆炸橋體分斷時間測試試驗電路圖

試驗波形如圖9所示(橫坐標為50 μs/格)，其中：測量波形CH1為點火開關(guān)K 兩端電壓，測量波形CH2為觸發(fā)板脈沖變壓器副邊輸出電壓，測量波形CH3為串聯(lián)電阻兩端電壓，由此可以看出，從點火開關(guān)K 按下(CH1的下降沿)到炸藥起爆(CH2的峰值)大約為40 μs；從炸藥起爆到觸頭組件分斷(CH3 過零)大約為180 μs；總的分斷時間約為220 μs。與仿真結(jié)果基本相符。

圖9 分斷時間測試試驗波形

4 結(jié)論

本文建立了爆炸橋式高速分斷機構(gòu)的溫升模型和動力學模型，通過仿真分析得出了其關(guān)鍵參數(shù)的設計原則。在此基礎(chǔ)上設計了額定380V/2 500A的爆炸橋式高速分斷機構(gòu)樣機，進行了溫升和分斷試驗，試驗結(jié)果和仿真相符，同時也驗證了設計原則的有效性。爆炸橋式高速分斷機構(gòu)全分斷時間僅為1010μs，能夠有效限制短路電流，保護大容量獨立電力系統(tǒng)的安全，大大提高系統(tǒng)可靠性和供電品質(zhì)。

[1]莊勁武,張曉鋒,王晨,等.基于YBa2Cu3O7塊材的高溫超導限流器的限流特性研究[J].中國電機工程學報,2006,26(8)∶45-48.

[2]莊勁武,張曉鋒,楊鋒,等.船舶直流電網(wǎng)短路限流裝置的設計與分析[J].中國電機工程學報,2005,25(20)∶26-30.

[3]CHAO TUNG.Electronically controlled current limiting fuses[J].IEEE Trans.on Power Apparatus and Systems,1995,8(6)∶205-222.

[4]PFLANZ H M,ACREE J A,SCHAFFER J S.Development and testing of power assisted current limiting fuses to 600 ampers and 38KV[J].IEEE Trans.on Power Delivery,1988,3(2)∶619-626.

[5]諸呂鋒,侯洵,陳厚和,等.爆炸式高壓短路保護器載流體的膨脹斷裂機理研究[J].爆破,2004,21(3)∶17-20.

[6]ZHU LUFENG,HOU XUN,CHEN HOUHE,et al.Studies on expansion fracture mechanism of current carrier of the explosive high voltage short circuit protector[J].Blasting,2004,21(3)∶17-20.

[7]康麗霞,王耀華,王偉策,等.大載流體超高速關(guān)斷裝置爆炸橋設計原理研究[J].解放軍理工大學學報∶自然科學版,2001,2(6)∶75-77.

[8]KANG LI XIA,WANG YAO HUA,WANG WEI CE,et al.Principle research on explosive bridge of design of super high speed turn off installation in large current carrier[J].Journal of PLA University of Science and Technology,2001,2(6)∶75-77.

[9]楊鋒,張曉鋒,戴超,等.爆炸活塞式大電流高速限流開斷裝置的設計與分析[J].電力自動化設備,2010,30(4)∶109-114.

[10]YANG FENG,ZHANG XIAOFENG,DAI CHAO,et al.Design and analysis of large current high speed interrupter based on explosive piston[J].Electric Power Automation Equipment,2010,30(4)∶109-114.

[11]宋執(zhí)權(quán),傅鵬.爆炸開關(guān)系統(tǒng)的研制[J].高壓電器,2005,40(4)∶245-248.

[12]SONG ZHIQUAN,FU PENG.Development on explosive breaker system[J].High Voltage Apparatus,2005,40(4)∶245-248.

[13]王念春.熔斷器弧前特性的通用可視計算程序[J].電工技術(shù)學報,2001,16(3)∶44-48.

[14]WANG NIANCHUN.The general and visual calculating program of fuse prearcing characteristic[J].Transactions of China Electro-Echnical Society,2001,16(3)∶44-48.ZHANG Li1，GUO Quan2，ZENG Ling-dong2，DAI Chao2